Ti-1300F高強鈦合金絲材熱處理工藝優化

岳 旭，同曉樂，楊嘉珞，王 田，張 起，喬恩利，曹 瑞

(新疆湘潤新材料科技有限公司，新疆 哈密 839000)

Ti-1300F合金是新疆湘潤新材料科技有限公司自主研發的一種新型Ti-Al-Mo-V-Cr-Fe系亞穩β型高強高韌鈦合金。該合金按照多元強化及鋁、鉬當量相匹配的原則進行設計，其鋁當量約為4.5，鉬當量約為15.8，Kβ穩定系數約為1.63，設計抗拉強度大于1300 MPa，斷裂韌性KIC大于60 MPa·m1/2，可應用于航空航天及其他民用領域的緊固件、結構件、彈簧等，具有良好的應用前景[1]。

對于亞穩β鈦合金而言，其組織和性能對熱處理工藝參數非常敏感，最主要的熱處理工藝是采用固溶+時效強化熱處理方式，在保持較高強度的條件下，使得塑性和韌性達到最佳的匹配[2-5]。本研究采用正交試驗方法，對比分析固溶溫度、時效溫度和時效時間對Ti-1300F合金組織和力學性能的影響，從而獲得該合金最優的熱處理制度，為工程化應用提供技術支撐。

1 實 驗

實驗使用的原料為新疆湘潤生產的φ6.5 mm Ti-1300F合金絲材，采用金相法測得其β相變溫度為(810±5)℃。在絲材上切取φ6.5 mm×50 mm的熱處理試樣。以固溶溫度、時效溫度和時效時間為因素，設計L16(43)三因素四水平正交試驗方案。試驗選擇的固溶溫度為740～800 ℃，保溫1 h后水冷；時效溫度為500～620 ℃，時效時間為2～12 h，時效后空冷，具體方案如表1所示。

表1 正交試驗方案

采用美特斯CMT5205萬能試驗機，按照GB/T 228.1—2010標準進行室溫拉伸性能試驗。拉伸試樣直徑3 mm，標距長度15 mm。每個方案檢測2組室溫拉伸試樣，取算數平均值作為實驗結果。測試后的試樣采用JSM-6480掃描電子顯微鏡(SEM)進行斷口形貌分析。金相試樣經拋光、腐蝕后，采用JSM-6480掃描電子顯微鏡觀察顯微組織。

2 結果與討論

2.1 不同熱處理工藝下的室溫拉伸性能

表2為不同熱處理工藝下Ti-1300F合金絲材的室溫拉伸性能。從表2中可以看出，不同固溶和時效工藝參數下，Ti-1300F合金絲材的強度和塑性均有很大差異，說明本實驗選擇的固溶溫度、時效溫度和時效時間對Ti-1300F合金的力學性能有較大影響。相同時效溫度下，隨著固溶溫度的提高，Ti-1300F合金抗拉強度和屈服強度不斷提高，在接近相變點的時候(800 ℃固溶)略有下降，在780 ℃固溶時得到最高抗拉強度和屈服強度結果；相同固溶溫度下，隨著時效溫度的提高，合金抗拉強度和屈服強度不斷降低；時效時間對合金的抗拉強度和屈服強度影響不明顯。表3為Ti-1300F合金絲材不同熱處理工藝下的室溫拉伸性能正交試驗極差分析結果。由表3中各因素的相對極差(RR)可看出，3個熱處理參數中，時效溫度的相對極差最大，其對合金抗拉強度和屈服強度的影響最為明顯，固溶溫度次之，時效時間的影響最小。

表2 不同熱處理工藝下Ti-1300F合金絲材的室溫拉伸性能

文獻[6]研究了熱處理工藝對近β型高強鈦合金Ti-6Cr-5V-5Mo-4Al-1Nb(Ti-65541)力學性能的影響，該合金鉬當量和Kβ穩定系數與Ti-1300F合金相當，其研究結果可與本實驗進行類比。文獻[6]研究認為時效溫度對Ti-65541合金強度的影響最大，時效時間次之，固溶溫度的影響相對較小，與本實驗得到的結論略有不同。這可能是由于所采用的固溶冷卻方式不同導致的。與固溶空冷相比，本實驗采用固溶水冷處理時，合金能夠更多的保留位錯、空位等缺陷，為后期的時效處理增加形核點，使次生α相更加細小、彌散地分布于原始β基體上，阻礙位錯的增殖和滑移，從而起到強化作用。不同的固溶溫度對β轉變基體的成分和含量影響較大，從而影響時效處理效果，引起合金強度和塑性的變化。而采用固溶空冷處理時，適當延長時效保溫時間，可以提高時效飽和度，達到優化組織提高強度的作用[7，8]。由表3還可看出，熱處理參數對合金塑性(伸長率A和斷面收縮率Z)的影響基本與對抗拉強度和屈服強度的影響相反，隨著固溶溫度的提高，合金塑性略有降低。隨著時效溫度的提高，合金塑性升高，而時效時間對合金塑性的影響無明顯規律。由各因素的相對極差可看出，時效溫度對塑性相對極差的影響最大，是影響合金塑性的最主要因素，固溶溫度對合金塑性的影響次之。

表3 不同熱處理工藝下Ti-1300F合金絲材室溫拉伸性能極差分析

綜上所述，Ti-1300F合金絲材在780 ℃左右進行固溶處理，在500～540 ℃進行時效處理，由表3中時效時間對強度和塑性的影響相對極差和經濟性考慮，時效時間選擇為4 h左右，有望獲得良好的強塑性匹配。

2.2 不同熱處理工藝下的顯微組織

2.2.1 不同固溶處理對顯微組織的影響

圖1為不同固溶處理后Ti-1300F合金絲材的SEM照片。由圖1可看出，經α+β兩相區固溶+時效處理后，合金顯微組織由細小均勻的等軸狀初生α顆粒以及β基體上時效析出非常彌散的細針狀次生α相組成。隨著固溶溫度的升高，Ti-1300F合金組織中初生α相尺寸略有增大，含量不斷減少。初生α相尺寸由740 ℃固溶處理的0.6～1.1 μm，增大到800 ℃處理的0.6～1.5 μm；α相體積分數由740 ℃固溶處理的18%左右，降低到800 ℃處理的2%左右。

圖1 不同固溶處理后Ti-1300F合金絲材的SEM照片

已有研究表明，一定數量的等軸狀初生α相可以起到協調變形的作用，可延遲顯微空洞的形核和發展，維持材料良好的塑性。在固溶處理中，隨著固溶溫度的升高，初生α相不斷溶解，使得更多的溶質保留在固溶體中，這些溶質是最終時效處理時沉淀析出細小的次生α相的必要條件(細小次生α相可以使合金獲得更高的強度水平)[9，10]。這與本實驗結果一致。從表2中的力學性能數據也可看出，740～780 ℃固溶處理后，隨著固溶溫度的升高，提高了合金元素的溶解度，組織中初生α相含量減少，合金塑性略有降低。由于初生α相體積分數維持在6%以上，Ti-1300F合金仍具有良好的塑性。當固溶溫度提高800 ℃時，已經非常接近相變點，初生α相體積分數迅速減少，合金塑性隨之降低。與此同時，隨著固溶溫度的升高，初生α相向β基體中的溶解量增加，降低了β相的穩定性，增大了時效處理中次生α相析出的驅動力，時效析出的次生α相更多，且更加彌散，使得合金得到強化[11]。從表3中數據也可看出，隨著固溶溫度的升高，Ti-1300F合金抗拉強度不斷提高，由740 ℃固溶處理的1305 MPa，提高到800 ℃固溶處理的1468 MPa。

2.2.2 不同時效處理對顯微組織的影響

圖2為不同時效處理后Ti-1300F合金絲材的SEM照片。由圖2可見，780 ℃固溶處理+500 ℃時效處理后，合金的顯微組織由初生α相和β基體析出的針狀次生α相組成，彌散分布的細針狀次生α相可以有效阻礙位錯的滑移和攀移，從而起到強化作用。由于次生α相的形成屬于擴散型同素異構轉變過程，時效溫度對擴散過程影響較大，當時效溫度升高時，擴散速度加快，擴散距離增大，導致α相在β晶界和α/β相界處析出，且這種趨勢隨著時效溫度的升高而越發明顯。

圖2 不同時效處理后Ti-1300F合金絲材的SEM照片

圖2b顯示，時效溫度達到540 ℃時，Ti-1300F合金初生α相顆粒間出現明顯的短棒狀晶界α相。當時效溫度為620 ℃時，次生α相數量不斷增多，且明顯粗化，初生α相顆粒之間的晶界α相也不斷加粗，并呈連續分布。而此過程初生α相形貌和尺寸無明顯變化。針狀次生α相聚集粗化大大降低了其強化效果，但其尖端鈍化，導致應力集中減弱，使得合金強度降低，塑性提高，與拉伸試驗結果相吻合[12-15]。當時效溫度為500 ℃時，Ti-1300F合金強度可達1585.5 MPa，伸長率為9.25%；時效溫度為540 ℃時，合金的強度為1425.5 MPa，伸長率提高至15.5%；當時效溫度升高至620 ℃時，合金強度明顯降低，塑性提高，此時的強度為1226.5 MPa，伸長率為20.0%。

3 熱處理工藝優化

3.1 熱處理優化方案與結果

根據上述L16(43)正交試驗分析結果，按優化后的熱處理工藝(見表4)對Ti-1300F合金絲材進行熱處理試驗。

表4 優化后的熱處理工藝

圖3為熱處理工藝優化后Ti-1300F合金絲材的室溫拉伸性能。由圖3可看出，時效溫度仍然是影響Ti-1300F合金絲材強度和塑性的主要因素，隨著時效溫度的升高，合金強度降低，塑性升高。時效溫度從500 ℃提高到540 ℃，合金抗拉強度從1533 MPa降低到1435 MPa，伸長率由12.25%提高到16.5%。相同時效溫度下(520 ℃)，固溶溫度從770 ℃提高到790 ℃，Ti-1300F合金抗拉強度從1462 MPa提高到1507 MPa，伸長率由15.0%降低到11.0%。經760～790 ℃固溶處理和500～540 ℃時效處理后，合金室溫抗拉強度可達到1435～1533 MPa，屈服強度可達到1350～1457.5 MPa，伸長率可達到11.0%以上，斷面收縮率可達到32%以上。在此范圍內熱處理后的Ti-1300F合金絲材具有強度和塑性的良好匹配。

圖3 熱處理工藝優化后Ti-1300F合金絲材的室溫拉伸性能

3.2 顯微組織分析

圖4為熱處理工藝優化后Ti-1300F合金絲材的SEM照片。從圖4中可以看出，經(760～790)℃/1 h,WQ+(500～540)℃/4 h,AC固溶+時效處理后，Ti-1300F合金的顯微組織由均勻細小的初生α顆粒、細針狀次生α相和β轉變基體組成。這種組織既能保證合金具有良好的塑性，同時，由于大量彌散次生α相的存在，可以起到有效的強化作用，使合金具有強度和塑性的良好匹配，這與力學性能測試結果一致。

圖4 熱處理工藝優化后Ti-1300F合金絲材的SEM照片

3.3 斷口形貌

經α+β兩相區固溶+時效處理后，Ti-1300F合金絲材室溫拉伸試樣斷口由纖維區和剪切唇組成，纖維區呈灰暗色纖維狀，剪切唇呈環錐狀，試樣斷口呈明顯的韌性斷裂特征。圖5為熱處理工藝優化后Ti-1300F合金絲材的斷口微觀形貌。可以看出，試樣斷口有大量韌窩，韌窩呈等軸狀，分布均勻且比較深，部分韌窩底部出現二次裂紋。對比圖5a和圖5c可知，隨著時效溫度的提高，韌窩尺寸和深度略有增大,說明Ti-1300F合金在斷裂前經歷了更多的塑性變形，合金塑性提高，這與拉伸試驗結果一致。以上分析表明，經(760～790)℃/1 h,WQ+(500～540)℃/4 h,AC固溶+時效處理后，Ti-1300F合金絲材具有良好的塑性。

圖5 熱處理工藝優化后Ti-1300F合金絲材的斷口微觀形貌

4 結 論

(1) 固溶+時效熱處理中，Ti-1300F合金絲材強度和塑性受時效溫度的影響最大，固溶溫度次之，時效時間的影響最小。隨著固溶溫度的提高，合金抗拉強度和屈服強度不斷提高，而合金的塑性不斷降低；隨著時效溫度的提高，合金強度呈降低趨勢，塑性升高；時效時間對合金強度和塑性的影響不明顯。

(2) 經α+β兩相區固溶+時效處理后，Ti-1300F合金絲材顯微組織由細小均勻的等軸狀初生α相，以及β基體上時效析出彌散的細針狀次生α相組成。隨著固溶溫度的升高，Ti-1300F合金組織中初生α相含量不斷減少，次生α含量增加；相同固溶溫度下，隨著時效溫度的提高，次生α相數量增加且不斷粗化。

(3) 經(760～790)℃/1 h,WQ+(500～540)℃/4 h,AC處理后，Ti-1300F合金室溫抗拉強度可達到1435～1533 MPa，屈服強度可達到1350～1457.5 MPa，伸長率可達到11.0%以上，斷面收縮率可達到32%以上。此范圍內熱處理后的Ti-1300F合金絲材獲得強度和塑性的良好匹配。